帶可更換阻尼器的波形鋼板剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

(西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西西安，710055)

作為多高層鋼結(jié)構(gòu)建筑的抗側(cè)力構(gòu)件，鋼板剪力墻由約束邊緣構(gòu)件和內(nèi)嵌鋼板組成[1]，內(nèi)嵌鋼板與約束邊緣構(gòu)件通過(guò)焊接或栓接連接成整體。鋼板剪力墻現(xiàn)采用的內(nèi)嵌鋼板形式大多為平鋼板，其存在屈曲荷載較低、平面外剛度較小、滯回曲線捏縮等缺陷。波形鋼板目前更多地應(yīng)用于梁腹板，應(yīng)用于剪力墻中的內(nèi)嵌鋼板的受剪性能類(lèi)似于梁腹板，內(nèi)嵌鋼板以拉力帶的形式承受剪力，而內(nèi)嵌鋼板的形狀為波形可以有效提高內(nèi)嵌鋼板的平面外剛度，抑制其平面外鼓曲[2-4]。近年來(lái)，建筑結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)思想已經(jīng)由抗倒塌設(shè)計(jì)向可修復(fù)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)變[5-6]，以實(shí)現(xiàn)建筑在震后最快的恢復(fù)結(jié)構(gòu)的正常使用，可恢復(fù)功能剪力墻成為研究的熱點(diǎn)[7]，其實(shí)現(xiàn)方法有搖擺結(jié)構(gòu)、自復(fù)位以及設(shè)置可更換阻尼器[8-10]。金屬阻尼器在低周往復(fù)荷載作用下具有良好的變形能力、穩(wěn)定的滯回耗能，被國(guó)內(nèi)外學(xué)者廣泛研究。徐艷紅等[11]提出了一種拋物線外形阻尼器，可有效避免應(yīng)力集中。許立言等[12]提出的剪切型阻尼器具有良好的變形能力和耗能能力。國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)可更換剪力墻進(jìn)行了相關(guān)研究，呂西林等[13]提出帶有可更換墻腳構(gòu)件剪力墻的設(shè)計(jì)方法。毛苑君等[14]進(jìn)行了帶可更換墻腳構(gòu)件剪力墻的低周反復(fù)加載試驗(yàn)。劉其舟等[15]提出一種帶可更換構(gòu)件鋼筋混凝土剪力墻。目前國(guó)內(nèi)對(duì)帶有阻尼器的鋼筋混凝土墻的抗震性能開(kāi)展了相關(guān)研究，但對(duì)帶有阻尼器的鋼板剪力墻的抗震性能、能否更換阻尼器以及更換后剪力墻再加載的抗震性能的研究較少。本文作者在波形鋼板剪力墻的墻趾處開(kāi)有安置腔，用阻尼器代替原先的墻趾部分，對(duì)更換阻尼器前后的剪力墻進(jìn)行了2次低周往復(fù)加載試驗(yàn)，從試件的破壞過(guò)程、抗側(cè)承載力、變形能力、剛度退化等方面分析帶有阻尼器的波形鋼板剪力墻的抗震性能，以期為今后該結(jié)構(gòu)形式的剪力墻的工程應(yīng)用和研究提供設(shè)計(jì)依據(jù)。

1 阻尼器的設(shè)計(jì)

1.1 阻尼器構(gòu)造

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)2種阻尼器，命名為水平波形軟鋼阻尼器(CMSD-1)和豎向波形軟鋼阻尼器(CMSD-2)，由上下端板、波形腹板和翼緣板組成，上下端板厚為20mm，采用Q235B普通鋼，腹板和翼緣板厚為6mm，采用BLY160低屈服點(diǎn)鋼。阻尼器的腹板和翼緣不焊接，預(yù)留1 cm的空間以充分發(fā)揮波形板的面外變形的特點(diǎn)，阻尼器構(gòu)造如圖1所示。

圖1 阻尼器構(gòu)造Fig.1 Construction of damper

1.2 試驗(yàn)研究

試件CMSD-1的翼緣板底部先產(chǎn)生屈曲，形成彎曲變形，如圖2(a)所示。在加載初期，試件處于彈性階段，初始剛度較大，變形較小，滯回曲線接近直線；試件屈服后，試件剛度開(kāi)始降低，殘余變形也逐漸增加,腹板底部和頂部產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，相繼產(chǎn)生疲勞裂縫，裂縫產(chǎn)生后試件的剛度退化，承載力迅速下降，試件隨之破壞，其殘余變形如圖2(b)所示。滯回曲線整體形狀為梭型，曲線飽滿，耗能性能好，如圖3(a)所示。

圖2 阻尼器試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.2 Test phenomenon of damper

試件CMSD-2的腹板沿波折方向的剛度以及翼緣的抗彎剛度均較小，腹板底角處由于應(yīng)力集中產(chǎn)生裂縫，試件屈服狀態(tài)時(shí)如圖2(c)所示。隨著荷載的增大，腹板角部塑性變形累積，在距下端板約10mm處產(chǎn)生疲勞裂縫，隨著裂縫的開(kāi)展，試件的剛度和承載力下降，試件破壞，其殘余變形如圖2(d)所示。試件CMSD-2滯回曲線形狀成弓形，且存在捏攏現(xiàn)象，如圖3(b)所示，這是因?yàn)楦拱逖仄鋵?duì)角線方向形成抗剪拉力帶傳遞水平荷載，試件CMSD-2承載力和剛度均比試件CMSD-1的高，但延性比試件CMSD-1的差，如圖3(c)和表1所示。

2 帶阻尼器的剪力墻試驗(yàn)研究

2.1 阻尼器的優(yōu)化及試件設(shè)計(jì)

WANG等[16]對(duì)波形鋼板剪力墻進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn)研究，確定了波形鋼板剪力墻最終在墻趾處形成的塑性區(qū)域，故在此區(qū)域安裝阻尼器。阻尼器的設(shè)計(jì)要求為：1)保證安裝阻尼器的剪力墻的承載能力與原剪力墻相比不過(guò)低；2)保證帶阻尼器剪力墻的變形模式為阻尼器先于墻體屈服；3)保證阻尼器可以充分耗能。

故本次試驗(yàn)前對(duì)選用前文2個(gè)阻尼器以及不帶阻尼器的剪力墻進(jìn)行有限元預(yù)分析，分析其是否滿足上述剪力墻內(nèi)用阻尼器的3條設(shè)計(jì)要求，再針對(duì)本次試驗(yàn)的波形鋼板剪力墻內(nèi)使用的阻尼器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。有限元預(yù)分析的模型編號(hào)如表2所示。模型示意圖如圖4所示，3個(gè)模型的滯回曲線如圖5所示。

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)的帶有可更換阻尼器的波形鋼板剪力墻(corrugated steel plate shear wall with damper，簡(jiǎn)稱為CSPSW)采用1:2縮尺模型，軸壓比為0.15，墻體高度為1 978 mm，寬度為1 300mm，剪跨比為1.5。內(nèi)嵌鋼板橫截面為波形，厚度為3mm，波角均為45°，約束邊緣構(gòu)件-方鋼管的厚度為5mm，外邊緣長(zhǎng)×寬為150mm×150mm。試件CSPSW上下焊接H型鋼梁，頂梁高×寬×翼緣厚度×腹板厚度為244mm×175mm×7mm×11mm，底梁高×寬×翼緣厚度×腹板厚度為294mm×200mm×8mm×12mm，鋼梁的腹板上均設(shè)置不同數(shù)目的加勁肋，以增大其剛度和穩(wěn)定性。阻尼器的上下翼緣板與約束邊緣構(gòu)件以及底梁的連接板通過(guò)螺栓采用統(tǒng)一的預(yù)緊力連接。

從圖5可以看出：Model-2與Model-1相比，Model-2承載力下降多，這是因?yàn)樽枘崞鞲拱鍨闄M向波形時(shí)，腹板平面外剛度幾乎為0，受壓易發(fā)生失穩(wěn)，說(shuō)明橫向波形阻尼器不滿足阻尼器的第1條設(shè)計(jì)要求；Model-3與Model-1相比，承載力滿足要求，但阻尼器應(yīng)力較內(nèi)嵌波形鋼板小，翼緣無(wú)應(yīng)力變化，且阻尼器變形不明顯，如圖6所示，說(shuō)明阻尼器的剛度過(guò)大，無(wú)法充分發(fā)揮阻尼器的耗能能力，不滿足第2條，但Model-3整體耗能能力明顯比Model-1的強(qiáng)。故對(duì)本次研究所用阻尼器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，優(yōu)化如下：由于在阻尼器的擬靜力的試驗(yàn)中，豎向波形鋼板阻尼器的翼緣無(wú)明顯變形，且加載結(jié)束時(shí)，翼緣絕大部分區(qū)域未達(dá)到屈服，所以，去除其翼緣，并對(duì)阻尼器的剛度進(jìn)行削弱，優(yōu)化后阻尼器的構(gòu)造示意及帶有阻尼器的波形鋼板剪力墻如圖7所示。

圖3 阻尼器的滯回曲線、骨架曲線Fig.3 Hysteresis curve and skeleton curve of damper

表1 阻尼器特征值及延性系數(shù)Table1 Eigenvalue and ductility coefficient of damper

表2 模型編號(hào)Table2 Number of dampers

圖4 剪力墻的有限元模型Fig.4 Finiteele mentmodel of shear wall

2.2 材性試驗(yàn)

材性試驗(yàn)在西安建筑科技大學(xué)的電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上完成，內(nèi)嵌波形鋼板和約束構(gòu)件所用鋼材為Q235級(jí)鋼，材料的力學(xué)性能采用金屬板材拉伸試驗(yàn)測(cè)得，材性試件是按照GB/T 2975—1998“鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試件制備”[17]的規(guī)定從試驗(yàn)的母材中切得并加工成材性試件，材性試驗(yàn)根據(jù)試件的位置分為3組，每組試件為3個(gè)，鋼材的基本力學(xué)性能如表3所示。

2.3 加載裝置與加載制度

試驗(yàn)地點(diǎn)為西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震實(shí)驗(yàn)室，試驗(yàn)采用擬靜力加載方法，在加載梁頂部放置分配梁，豎向集中荷載由豎向油壓千斤頂施加在分配梁中心，由MTS電液伺服加載作動(dòng)器對(duì)試件施加低周反復(fù)水平荷載，作動(dòng)器一端與反力墻相連，另一端與剪力墻加載梁的西側(cè)相連，底梁兩端通過(guò)壓梁錨固，限制試驗(yàn)中底梁的位移，防止其滑動(dòng)。

試驗(yàn)加載制度采用荷載-位移雙控制加載，試件彈性階段采用荷載控制加載，每級(jí)50 kN，試件達(dá)到屈服之后，采用位移控制加載，并以屈服位移的整數(shù)倍作為幅值，每一級(jí)位移循環(huán)3次，根據(jù)GB 50011—2010“建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范”[18]規(guī)定的多高層鋼結(jié)構(gòu)以及抗震剪力墻結(jié)構(gòu)在彈塑性階段允許的最大層間位移角，本文規(guī)定試件加載至其位移角為1/100時(shí)，更換阻尼器且再次對(duì)試件進(jìn)行低周往復(fù)水平荷載加載，采用荷載-位移雙控制加載,荷載幅值每級(jí)25 kN,以便詳細(xì)的記錄試驗(yàn)現(xiàn)象。試驗(yàn)加載到試件的極限承載力下降至85%停止加載。試驗(yàn)加載裝置示意和加載制度如圖8所示。

2.4 試件CSPSW試驗(yàn)現(xiàn)象

本次試驗(yàn)規(guī)定推力為正，拉力為負(fù)。

圖5 剪力墻的有限元模型滯回曲線Fig.5 Finite element model hysteresis curves of shear wall

圖6 Model-3應(yīng)力云圖Fig.6 Stress cloud ofModel-3

圖7 優(yōu)化后的阻尼器構(gòu)造及試件CSPSWFig.7 Construction optimized damper and specimen CSPSW

表3 材料力學(xué)性能Table3 Mechanical properties of materials

圖8 加載裝置和加載制度Fig.8 Loading device and loading system

第1次加載：試件CSPSW在施加豎向荷載和預(yù)加反復(fù)水平荷載的過(guò)程中，試件均處于穩(wěn)定的彈性狀態(tài)，試件未發(fā)生變形。加載至150 kN時(shí)，阻尼器腹板外側(cè)發(fā)生略微鼓曲，如圖9(a)所示。加載至300 kN時(shí)，阻尼器的腹板發(fā)生明顯屈曲，內(nèi)嵌鋼板角部發(fā)生略微變形，如圖9(b)所示。此時(shí)，觀察到試件的荷載-位移曲線明顯偏離直線，表明構(gòu)件開(kāi)始屈服，屈服位移為10.2mm，加載由荷載控制轉(zhuǎn)為位移控制，每級(jí)位移推拉循環(huán)3次。隨著位移的增大，阻尼器腹板向外繼續(xù)鼓曲。加載至1.5Δy時(shí)，西側(cè)阻尼器阻尼器腹板內(nèi)側(cè)呈S型變形，底部變形扭曲明顯，如圖9(c)所示。此時(shí)試件還未達(dá)到極限承載力，位移角接近1/100，此時(shí)停止加載，更換阻尼器。

第2次加載：采用荷載-位移雙控制法進(jìn)行加載。加載至-125 kN時(shí)，西側(cè)阻尼器腹板中部向外發(fā)生略微鼓曲，如圖9(d)所示，加載至+300 kN時(shí)，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯偏離直線的現(xiàn)象，試件屈服，改用位移加載，屈服位移為9.1mm。加載至+1.5Δy，東側(cè)阻尼器腹板外側(cè)鼓曲約6mm，內(nèi)側(cè)上部向南方向平行屈曲約2mm，中部亦發(fā)生鼓曲變形，加載至-1.5Δy，西側(cè)阻尼器南側(cè)腹板發(fā)生較大變形，出現(xiàn)S型鼓曲，如圖9(e)所示。隨著位移的增大，阻尼器的變形逐漸加劇，當(dāng)水平位移加載至2Δy時(shí)，阻尼器整體發(fā)生變形，阻尼器最終的破壞形態(tài)如圖9(f)所示。

2.5 試件CSPSW滯回曲線

圖10所示為試件CSPSW 2次加載的滯回曲線。從圖10可以看出：第1次加載時(shí)，試件CSPSW初始剛度較大，進(jìn)入強(qiáng)化階段后，試件的滯回曲線存在捏攏現(xiàn)象。其原因是內(nèi)嵌波形鋼板存在水平方向的拉壓效應(yīng)。第2次加載時(shí)，試件CSPSW的初始剛度較大，隨著荷載的增大，滯回曲線的加載斜率逐漸減小，加載至后期，阻尼器和內(nèi)嵌波形鋼板屈曲耗能，滯回曲線穩(wěn)定并且飽滿，說(shuō)明試件耗能性能較好，極限承載力相比于第1次加載時(shí)略有下降，這是因?yàn)楦鼡Q阻尼器前的試件CSPSW內(nèi)嵌鋼板角部產(chǎn)生微小變形。達(dá)到峰值承載力之后，滯回曲線的斜率下降幅度逐漸增大，這是因?yàn)樽枘崞靼l(fā)生了整體變形，導(dǎo)致試件的剛度下降。

2.6 試件CSPSW骨架曲線

圖9 試件的破壞形態(tài)Fig.9 Destructive form of testpiece

圖10 試件的滯回曲線Fig.10 Hysteresis curves of specimen

根據(jù)試件CSPSW的滯回曲線，提取試件2次加載的骨架曲線，如圖11所示。從圖11可以看出：試件2次加載時(shí)的初始剛度大致相同，說(shuō)明更換阻尼器對(duì)試件的初始剛度影響不大，母墻的抗震性能仍保持完好，阻尼器可以滿足保護(hù)主體結(jié)構(gòu)不受破壞或少受破壞的要求。更換阻尼器時(shí)試件CSPSW的承載力達(dá)到388.97 kN，未達(dá)到極限承載力，但骨架曲線上升趨勢(shì)平緩，已接近于極限承載力。第2次加載時(shí)，試件的骨架曲線呈現(xiàn)明顯的S形，這說(shuō)明試件CSPSW在更換阻尼器之后，在水平低周反復(fù)荷載作用下，經(jīng)歷彈性、彈塑性、塑性和破壞4個(gè)階段，其極限承載力達(dá)到362.68 kN，較第1次加載時(shí)略有降低，這是因?yàn)樵嚰?次加載時(shí)內(nèi)嵌鋼板角部產(chǎn)生少量殘余變形，剛度和承載力有一定程度下降。試件達(dá)到極限承載力后承載力下降緩慢，延性較好。

圖11 試件的骨架曲線Fig.11 Skeleton curve of specimen

2.7 試件CSPSW延性和耗能能力

由于試件CSPSW第1次加載時(shí)，在其層間位移角達(dá)到規(guī)定值時(shí)，試件尚且處于彈塑性階段，未到破壞階段，無(wú)法完整地考察其延性和耗能能力，故分析試件更換阻尼器后第2次加載時(shí)的變形和耗能能力。采用位移延性系數(shù)μ[19]衡量試件屈服后變形能力，其計(jì)算公式為μ=Δu/Δy，其中，Δu為試件的極限位移，為峰值承載力下降到其0.85倍的荷載對(duì)應(yīng)的位移，Δy為試件的屈服位移。試件CSPSW的特征點(diǎn)如表4所示。

表4 特征點(diǎn)的荷載和位移Table4 Load and displacement of characteristic point

從表4可以看出帶有阻尼器的波形鋼板剪力墻延性較好。采用等效黏滯阻尼系數(shù)[19]ξeq衡量試件的耗能能力，其計(jì)算公式為

其中：SAED+SBED為滯回曲線所包圍的面積；SBFO+SACO為三角形面積之和。

通過(guò)計(jì)算繪制等效黏滯系數(shù)ξeq和位移的關(guān)系圖，ξeq的計(jì)算示意如圖12所示，等效黏滯阻尼系數(shù)位移曲線如圖13所示。從圖13可以看出：隨著加載的水平位移的增大，等效黏滯阻尼系數(shù)呈逐漸增大的趨勢(shì)。

圖12 等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算示意圖Fig.12 Schematic diagram of equivalent viscous damping coefficient calculation

圖13 等效黏滯阻尼系數(shù)-位移曲線Fig.13 Equivalent viscous damping coefficientdisplacementcurve

2.8 試件CSPSW剛度退化

采用各級(jí)變形下的環(huán)線剛度[19]K1和位移的關(guān)系分析剛度退化，如圖14所示，環(huán)線剛度K1的計(jì)算公式為

其中：Δi為位移幅值；Fimax為同一位移幅值下，第i次循環(huán)對(duì)應(yīng)的力。

從圖14可以看出：試件CSPSW承受水平低周往復(fù)荷載時(shí)，加載初期，剛度降低較緩慢，且推拉出現(xiàn)剛度下降速率不均衡的情況。這是因?yàn)樵诘谝淮渭虞d完成之時(shí)，試件出現(xiàn)了平面外的小變形，并且內(nèi)嵌波形鋼板自身的手風(fēng)琴效應(yīng)，試件受拉和受壓出現(xiàn)了受力不平衡。

圖14 試件的剛度退化Fig.14 Stiffness degradation of specimen

3 有限元分析

3.1 有限元模型

采用ABAQUS有限元軟件對(duì)試件CSPSW的2次加載進(jìn)行有限元模擬，模型編號(hào)如表5所示。內(nèi)嵌鋼板采用S4R單元，阻尼器和鋼梁、約束邊緣構(gòu)件等的單元類(lèi)型采用C3D8R六面體線性縮減積分實(shí)體單元，其中內(nèi)嵌波形鋼板與鋼梁和約束邊緣方鋼管采用Tie連接，阻尼器的腹板與端板之間采用Tie連接。剪力墻和阻尼器的有限元模型如圖15所示。由于在第1次加載后，內(nèi)嵌鋼板角部發(fā)生殘余變形，故第2次加載前利用屈曲模態(tài)分析引入初始缺陷，通過(guò)對(duì)第1次加載結(jié)束后內(nèi)嵌波形鋼板角部變形的觀察，選取屈曲分析得到的二階模態(tài)的疊加作為模型的初始幾何形態(tài)，選取的二階屈曲模態(tài)如圖16所示。加載制度與試驗(yàn)的加載制度相同，試件第1次加載至位移角為1%，第2次加載至極限承載力下降至其85%。在頂梁上端和側(cè)面均布置剛性體，模擬試驗(yàn)中的加載梁和側(cè)向加載墊塊，以使集中力均勻施加。有限元模擬的鋼材采用彈塑性等效本構(gòu)模型，本構(gòu)模型的取值與材性試驗(yàn)所測(cè)得的取值相同。

表5 有限元分析模型編號(hào)Table5 Model number for finite element analysis

圖15 試件的有限元模型Fig.15 Finite element model of test piece

圖16 模型CSPSW-B的屈曲模態(tài)Fig.16 Buckling mode of model CSPSW-B

3.2 滯回曲線對(duì)比

模型與試驗(yàn)的滯回曲線對(duì)比如圖17所示。

通過(guò)對(duì)比第1次加載的試件和模型CSPSW-A的滯回曲線可以看出：有限元模型的滯回曲線相比于試驗(yàn)，滯回環(huán)更飽滿，說(shuō)明有限元模型的耗能能力更強(qiáng)，這是因?yàn)樵囼?yàn)中存在著不可避免的誤差而導(dǎo)致初始缺陷，而有限元模擬均為理想狀態(tài)。模型的初始抗側(cè)剛度較大而未能較好地模擬出試驗(yàn)滯回曲線的捏縮現(xiàn)象。

通過(guò)對(duì)比第2次加載的試件和模型CSPSW-B的滯回曲線可以看出：有限元模型的滯回曲線在模型屈服之后比試驗(yàn)的滯回曲線更飽滿，說(shuō)明其耗能更好，有限元模型的極限承載力亦略大于試件的極限承載力，試驗(yàn)與模型每一級(jí)加載滯回曲線的變化趨勢(shì)大致相同，說(shuō)明有限元軟件能夠較好地模擬剪力墻更換阻尼器之后的試驗(yàn)。

圖17 試驗(yàn)與模型滯回曲線對(duì)比Fig.17 Comparison of hysteresis curves of test and model

3.3 骨架曲線對(duì)比

第1次加載初始階段，模型骨架曲線的斜率略比試件的大，說(shuō)明模型的初始剛度略比試件的高，這是因?yàn)橛邢拊Ｐ椭性嚰牟牧稀⑦B接固定均為理想狀態(tài)。有限元模型加載至位移角為1%時(shí)的承載力為402.24 kN，試驗(yàn)結(jié)果為388.97 kN，兩者較吻合。第2次加載試驗(yàn)的斜率與模型的斜率基本相同，說(shuō)明模型的初始剛度符合試件的初始剛度。骨架曲線均呈明顯的S型，說(shuō)明兩者均經(jīng)歷彈性、彈塑性、塑性和破壞4個(gè)階段，有限元模擬和試驗(yàn)試件的骨架曲線變化趨勢(shì)相同，試件在倒數(shù)第3級(jí)水平荷載時(shí)承載力開(kāi)始下降，模型CSPSW-B在倒數(shù)第2級(jí)水平荷載時(shí)承載力開(kāi)始下降，模型CSPSW-B的承載力較試件的承載力下降較慢，延性更好一些。綜上所述，有限元模型的模擬結(jié)果同試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高。有限元模擬和試驗(yàn)試件的骨架曲線的對(duì)比如圖18所示。

圖18 試驗(yàn)與模型骨架曲線對(duì)比Fig.18 Comparison of skeleton curves of test and model

3.4 破壞特征對(duì)比

試件CSPSW第1次加載時(shí)，阻尼器波形腹板外側(cè)首先出現(xiàn)變形，隨著荷載的增大，內(nèi)嵌波形鋼板角部出現(xiàn)略微屈曲。通過(guò)有限元模型的Mises應(yīng)力云圖的變化可以看出，試件在加載初期，應(yīng)力先集中在阻尼器的外側(cè)腹板，外側(cè)腹板出現(xiàn)變形，加載后期，波形鋼板的下部底角處應(yīng)力開(kāi)始增大。

第2次加載在施加水平荷載初期，試件CSPSW和模型CSPSW-B阻尼器腹板外側(cè)下部均先發(fā)生屈曲，且隨著荷載的增大，屈曲程度增大。隨后試件CSPSW和模型CSPSW-B波形鋼板的角部均發(fā)生變形，然后沿著水平方向應(yīng)力慢慢向中間發(fā)展，內(nèi)嵌鋼板下部發(fā)生變形。最終東側(cè)阻尼器兩側(cè)腹板中部呈向兩側(cè)鼓曲的變形，西側(cè)阻尼器兩側(cè)腹板呈向一側(cè)鼓曲的變形。模型同試驗(yàn)的阻尼器最終的變形形態(tài)對(duì)比如圖19所示。有限元模擬的試件在阻尼器更換前和更換后的應(yīng)力云圖對(duì)比如圖20所示。

圖19 試驗(yàn)與模型阻尼器變形對(duì)比Fig.19 Comparison of damper deformation of test andmodel

圖20 試驗(yàn)與模型應(yīng)力云圖對(duì)比Fig.20 Comparison of stress cloud of test and model

4 結(jié)論

1)水平波形軟鋼阻尼器滯回飽滿，耗能能力和延性較好，剛度退化較慢；豎向波形軟鋼阻尼器承載力較高，初始剛度較大。

2)在剪力墻彈塑性階段達(dá)到規(guī)定的位移角時(shí)更換阻尼器，阻尼器面外變形明顯，發(fā)揮集中耗能作用，可以保護(hù)剪力墻。

3)帶有阻尼器的波形鋼板剪力墻初始剛度較大，更換阻尼器后剪力墻滯回穩(wěn)定且飽滿，保持較好的承載能力、延性和耗能能力，剛度退化緩慢。

4)有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本相同，說(shuō)明ABAQUS有限元分析得到的結(jié)果可靠性較高，可以為試驗(yàn)和工程實(shí)際提供參考依據(jù)。